김태경
(Tae-Gyeong Kim)
1
양근혁
(Keun-Hyeok Yang)
2*iD
-
경기대학교 건축공학과 일반대학원 석사과정
(Graduate Student, Department of Architectural Engineering, Kyonggi University, Suwon
16227, Rep. of Korea)
-
경기대학교 스마트시티공학부 건축공학전공 교수
(Professor, Department of Architectural Engineering, Kyonggi University, Suwon 16227,
Rep. of Korea)
Copyright © 2026 Korea Concrete Institute
Keywords
precast concrete, low-cement concrete, GGBS, mechanical properties, drying shrinkage
핵심용어
프리캐스트 콘크리트, 저시멘트 콘크리트, 고로슬래그, 역학적 특성, 건조수축
1. 서 론
최근 국제사회에서는 지구온난화와 기후변화에 대한 우려가 지속적으로 확대되고 있으며, 이에 따라 각국은 온실가스 배출 저감을 위한 국제 협약과 정책을
적극적으로 추진하고 있다. 유럽연합(EU)은 2050년 탄소배출 중립을 목표로 하는 ‘European Green Deal’을 발표하여 기후위기에 대응하고
있으며, 유럽 이외 국가들 역시 2050년 탄소중립을 지향하는 ‘Climate Ambition Alliance’를 설립하여 2021년 기준 136개국이
참여하고 있다(Na et al. 2025). 산업화 이후 전 세계 온실가스 배출량은 지속적으로 증가하고 있으며, 특히 CO2의 연간 글로벌 배출량은 약 370억 톤에 이르는 것으로 보고된다. 이러한 흐름 속에서 건설산업 또한 탄소중립 구현을 위한 전환이 요구되고 있다.
건설산업의 필수 재료인 포틀랜드 시멘트는 1톤 생산 시 평균 약 850 kg의 CO2를 배출한다(Lee and Cho 2025). 이에 따라 시멘트 산업은 전 세계 온실가스 배출량의 약 7~8 %를 차지하는 대표적인 다배출 산업으로 알려져 있다(Lee et al. 2021). 이에 대한 실용적 대응 관점에서 시멘트 사용량을 저감하여 탄소 배출량을 저감하는 저시멘트 콘크리트(low-cement concrete)에 대한
관심이 높아지고 있다. 저시멘트 콘크리트는 고로슬래그 미분말(ground granulated blast-furnace slag, GGBS) 및 플라이애시(fly
ash, FA)와 같은 산업부산물을 활용하여 시멘트를 다량 치환한 저탄소 콘크리트로 분류된다(KCS 14 20 00 (KCI 2022)). 하지만 저시멘트 콘크리트는 높은 점성으로 인한 시공성 저하 및 응결 지연 그리고 늦은 수화반응 속도로 인한 초기강도 저하와 빠른 탄산화 거동과
같은 문제가 동반될 수 있다. 한편, 저시멘트 콘크리트는 단위 시멘트량 감소에 따라 수화반응에서 발생하는 총 발열량을 낮출 수 있다는 장점이 있다.
이는 내부 열 방출이 제한되는 대형 프리캐스트 콘크리트(precast concrete, PC) 부재의 온도차 및 온도응력 완화에 유리하다.
최근 건설시장은 고령화 및 생산성 저하 문제로 인해 효율적인 시공기술의 도입이 요구되고 있다. PC 공법은 부재를 공장에서 제작하여 현장으로 운반･조립함으로써
현장 작업을 최소화하고 시공 품질을 확보하며 공기를 단축할 수 있다는 장점이 있어 이러한 요구에 적합한 기술로 평가된다. 그러나 제한된 거푸집 수량과
생산 회전율의 한계는 PC 제품의 대량 생산성을 저해하는 요인으로 지적되어 왔다. 이를 극복하기 위해 PC 산업에서는 증기양생 및 오토클레이브 양생과
같은 촉진양생 기법을 활용하여 조기 강도 발현을 유도하고 거푸집 회전율을 향상시키는 방식이 일반적으로 적용된다. 하지만, 저시멘트 콘크리트의 늦은
초기강도 특성으로 인해 여전히 프리캐스트 콘크리트에서는 최소 시멘트 70 % 이상을 사용하고 있는 실정이다(Kim et al. 2018).
본 연구에서는 PC 공법에서 요구하는 성능을 만족할 수 있는 저시멘트 콘크리트 배합을 개발하였다. GGBS의 다량 혼입에 따른 높은 점성 및 낮은
초기강도 발현 문제에 대응하기 위하여 S사에서 특별히 개발된 PC1200을 사용하였다. PC1200은 일반적인 GGBS 단순 치환재와 달리 초기 수화반응
및 강도 발현을 보완하도록 설계된 상용 복합 결합재이다. 따라서 구성 성분의 정확한 혼입 비율과 정량적 기여도 제시에는 한계가 있어, 본 연구에서는
기존 문헌을 바탕으로 각 성분의 기능적 역할을 고찰하였다. PC1200의 성분은 GGBS, 무수석고, 실리카 흄 및 메타칼슘 등으로 구성된다. 저시멘트
콘크리트로서 PC1200을 60 % 및 70 %로 치환한 배합을 고려하였다. 콘크리트 양생은 프리캐스트 공장의 양생이력에 따라 6시간 증기양생 후
공랭식으로 일반 대기조건(20°C)에서 양생하였다. 콘크리트 특성 평가로는 압축강도 발현, 응력-변형률 관계, 탄성계수($E_c$), 휨 강도($f_r$),
전단 강도($\tau_v$), 쪼갬인장강도($f_{sp}$) 및 비구속 건조수축 변형률을 평가하였다. 이들 실험 결과는 설계기준(ACI 318-25(2025),
ACI 209(2008), fib 2010(2013), KDS 14 20 00(KCI 2023) 및 제안모델(Yang et al. 2014;
Kwon et al. 2021)과 비교하였다.
Table 1에는 설계기준 및 제안모델에서 제시하고 있는 콘크리트 역학적 특성에 대한 모델식을 요약하였다. 프리캐스트 저시멘트 콘크리트의 압축강도 발현은 KDS
14 20 00(KCI 2023)에서 제시한 모델을 수정하여 제시하였다.
Table 1 Summary of design equations for mechanical properties
|
Mechanical property
|
Model
|
Equations
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|
Stress-strain relationship in compression
|
fib 2010
|
$\epsilon_0 = 0.0016(f_{ck}/10)^{0.25}$
$E_{ci} = 1.2E_c,\; E_{cl} = f_{ck}/\epsilon_0$
$k = \frac{E_{ci}}{E_{cl}},\; \eta = \frac{\epsilon_c}{\epsilon_0}$
$\frac{\sigma_c}{f_{ck}} = \frac{k\eta - \eta^2}{1 + (k - 2)\eta}$ for $|\epsilon_c|
< |\epsilon_{c,\lim}|$
|
|
Yang et al.
|
$\epsilon_0 = 0.0016\exp[240(f_{ck}/E_c)]$
$\xi = (f_{ck}/10)^{0.67}(2,300/\rho_c)^{1.17}$ $\beta_1 = 0.2\exp(0.73\xi)$ for $\epsilon_c
\le \epsilon_0$
$\beta_1 = 0.41\exp(0.77\xi)$ for $\epsilon_c > \epsilon_0$
$\sigma_c = \left[ \frac{(\beta_1 + 1)\left(\frac{\epsilon_c}{\epsilon_0}\right)}{\left(\frac{\epsilon_c}{\epsilon_0}\right)^{\beta_1
+ 1} + \beta_1} \right] f_{ck}$
|
|
Modulus of elasticity
|
ACI 318-25
|
$E_c = 4,733\sqrt{f_{ck}}$
|
|
fib 2010
|
$E_{ci} = 21,500\left(\frac{f_{ck}}{10}\right)^{1/3}$
$\alpha_i = 0.8 + 0.2\frac{f_{ck}}{88} \le 1.0$
$E_c = \alpha_i E_{ci}$
|
|
KDS 14 20
|
$E_c = 8,500(f_{ck} + 8)^{1/3}$
|
|
Yang et al.
|
$E_c = 8,470(f_{ck})^{1/3}(\rho_c/2,300)^{1.17}$
|
|
Flexural strength
|
ACI 318-25
|
$f_r = 0.62\sqrt{f_{ck}}$
|
|
fib 2010
|
$f_t = 0.3(f_{ck})^{2/3}$ for $f_{ck} \le 50\text{ MPa}$ $f_t = 2.12\ln(1 + 0.1(f_{ck}
+ 8\text{ MPa}))$ for $f_{ck} > 50\text{ MPa}$
$\alpha_{fl} = \frac{0.06h^{0.7}}{1 + 0.06h^{0.7}}$
$f_r = f_t/\alpha_{fl}$
|
|
Kwon et al.
|
$f_r = 1.76\left[ 0.58\left\{ f_{ck}^{0.6}\left(\frac{25}{d_a}\right)^{0.1}\left(\frac{\rho_c}{2,300}\right)^{1.5}
\right\}^{0.7} \right]$
|
|
Splitting tensile
|
fib 2010
|
$f_{sp} = f_t/\alpha_{sp},\; \alpha_{sp} = 1.0$
|
|
Kwon et al.
|
$f_{sp} = 1.3\left[ 0.58\left\{ f_{ck}^{0.6}\left(\frac{25}{d_a}\right)^{0.1}\left(\frac{\rho_c}{2,300}\right)^{1.5}
\right\}^{0.7} \right]$
|
2. 실 험
2.1 배합 설계
프리캐스트 저시멘트 콘크리트 배합으로서 PC1200이 60 % 및 70 % 치환된 배합을 고려하였다(Table 2). 비교배합으로서 프리캐스트 콘크리트 구조부재에서 일반적으로 사용되고 있는 GGBS 25 % 치환 콘크리트도 선택하였다. Table 2에 나타낸 실험체 명은 전체 결합재 양에서 OPC와 PC1200 양의 비율로 나타내었다. 예를 들어 실험체 30-70은 OPC 30 %와 PC1200
70 %로 구성된 프리캐스트 저시멘트 콘크리트를 의미한다.
모든 배합에서 설계기준압축강도는 교량구조 설계기준 KDS 24 14 20(MOLIT 2018)에서 프리캐스트 콘크리트 보 및 슬래브에서 요구하는 40 MPa로 설정하였다. 이때, 증기양생 후 재령 1일 목표 압축강도는 실용적 요구조건을 고려하여
30 MPa로 설정하였다. 목표 압축강도에 따라 실험체 40-60 및 30-70의 물-결합재비는 30 %, 잔골재율은 46 %로 계획하였다. 비교
배합인 기준 실험체 75-25의 물-결합재비는 33 %, 잔골재율은 47 %로 계획하였다. 이는 다수의 예비배합 및 실험을 통해 목표 강도 및 작업성을
만족할 수 있는 조건을 검토한 결과이다. 모든 배합의 굳지 않은 콘크리트 특성은 KCS 14 20 10(KCI 2024)에서 제시하는 고강도 콘크리트의 슬럼프 플로우 및 공기량을 목표로 하여 각각 700 mm 및 3.5 %로 정하였다. 혼화제는 GGBS의 다량 혼입
조건에서도 우수한 분산성과 감수 성능을 유지하며, 유동성 증가 및 공기량 손실을 최소화하기 위해 폴리카르복실산계 감수제를 사용하였다.
Table 2 Mixture proportions of concrete specimens
|
Specimen
|
$W/B$ (%)
|
$S/a$ (%)
|
Unit weight (kg/m3)
|
|
$W$
|
$C$
|
$GGBS$
|
$PC1200$
|
$S$
|
$G$
|
|
40-60
|
29.6
|
46.1
|
168
|
227
|
—
|
341
|
729
|
885
|
|
30-70
|
170
|
—
|
398
|
726
|
881
|
|
75-25
|
32.9
|
47.0
|
172
|
392
|
131
|
—
|
750
|
855
|
2.2 재료 특성
모든 배합에서 이용된 주요 결합재는 KS L 5201(KATS 2016)의 규격을 만족하는 1종 포틀랜드 시멘트(ordinary portland cement, OPC)이다. 사용된 결합재들의 분말도와 비중은 OPC의 경우
각각 3,360 cm2/g 및 3.15이며, PC1200의 경우 각각 4,380 cm2/g 및 2.75이며, GGBS의 경우 각각 4,070 cm2/g 및 2.86이다. PC1200은 GGBS, 무수석고, 실리카 흄 및 메타칼슘으로 구성되어 있으며, 구성재료들의 혼합비율은 상용화 제품으로서 명확하게
제시하는 데 한계가 있다. GGBS는 목표 압축강도 도달을 위해 KS F 2563(KATS 2020)에서 제시하는 3종을 사용하였다. 굵은 골재의 최대치수는 25 mm이며, 비중과 흡수율은 각각 2.61 및 0.6이다. 잔골재의 비중과 흡수율은 각각
2.60 및 1.1이다.
2.3 측정 및 양생
모든 콘크리트 공시체의 양생은 온도 60°C에서 6시간 증기양생하였다. Zeyad et al.(2022)의 연구결과에 따르면 증기 양생 전 전치시간은 2~5시간 범위로 제시하고 있다. 또한 증기양생 시작을 콘크리트의 초기 응결시간 이상 지연할 것을 권고하고
있다. 이에 따라 본 연구에서는 증기 양생 전 전치시간을 4시간으로 선정하였다. 증기양생 6시간 후에는 공랭식으로 일반 대기조건에서 양생하였다. 굳지
않은 콘크리트의 슬럼프와 공기량은 각각 KS F 2402(KATS 2022a) 및 KS F 2421(KATS 2021a)에 따라 측정하였다. 콘크리트의 압축강도는 재령 1일, 3일 및 28일에, $E_c$ 및 압축 응력-변형률 관계는 재령 28일에서 KS F 2405(KATS 2022b)에 따라 $\phi$100×200 mm의 실험체를 사용하여 측정하였다. 콘크리트의 $E_c$는 ASTM C469(2022)에 따라 압축 응력-변형률 관계에서 원점과 최대응력의 40 % 지점을 연결하는 기울기로 산정하였다. 콘크리트의 쪼갬인장강도는 KS F 2423(KATS 2021b)에 따라 $\phi$100×200 mm의 실험체를 사용하여 측정하였다. 콘크리트의 휨강도는 KS F 2408(KATS 2021c)에 따라 100×100×400 mm인 장방형 보를 이용하여 측정하였다. 콘크리트의 전단강도는 비교적 실험이 간편한 100×100×400 mm인 장방형
보를 이용하였다. 파괴면에서 모멘트의 영향을 최소화하고 전단거동 유도를 위해 전단경간비는 0.35로 하였다(Fig. 1). 모든 실험은 용량이 500 kN인 UTM을 이용하여 가력하였으며, 하중 및 변위 데이터들은 데이터로거(TDS)를 통해 실시간으로 저장하였다.
Fig. 1 Test set-up to measure mechanical properties of concrete
3. 실험 결과 및 분석
3.1 굳지 않은 콘크리트 특성
Table 3에는 굳지 않은 콘크리트의 특성을 나타내었다. 모든 배합에서 재료분리 현상은 나타나지 않았으며, 초기 슬럼프 플로우 값은 목표 값을 만족하였다. 실험체
40-60, 30-70 및 75-25의 슬럼프 플로우 값은 각각 630 mm, 650 mm 및 680 mm이다. 이는 KCS 14 20 10(KCI 2024)의 제시에 해당하였다. 실험체 40-60 및 30-70의 슬럼프 플로우 값은 일반 배합인 75-25에 비해 낮게 측정되었다. 이는 저시멘트 콘크리트의
배합에서 사용된 물-결합재 비가 일반 배합에 비해 다소 낮게 설계되었기 때문이다(Table 3).
모든 실험체에서 공기량은 2.2~2.3 % 수준으로 평가되었다. 이는 KCS 14 20 00(KCI 2022)에서 제시하는 고강도 콘크리트의 공기량 범위(3.5±1.5 %)를 만족하는 것으로 나타났다.
Table 3 Properties of fresh concrete
|
Specimen
|
Slump flow (mm)
|
Air content (%)
|
|
40-60
|
630
|
2.2
|
|
30-70
|
650
|
2.3
|
|
75-25
|
680
|
2.3
|
3.2 28일 압축강도
모든 실험체의 28일 압축강도는 설계기준 압축강도인 40 MPa를 만족하였다. 실험체 40-60 및 30-70의 재령 28일 압축강도는 기준 실험체인
75-25의 압축강도에 비해 각각 1 % 및 2 % 낮았다(Table 4). 즉, 저시멘트 콘크리트의 28일 압축강도는 기준 실험체와 동등 수준으로 평가되었다. 이는 저시멘트 콘크리트의 경우 기준 실험체 대비 3 % 낮은
물-결합재비를 사용할 경우 동등 수준의 압축강도를 얻을 수 있음을 의미한다. 동일 표에는 fib 2010(2013) 및 Yang et al.(2014)의 28일 압축강도 예측 값을 함께 나타내었다. 두 예측 값 모두 실험 결과를 잘 예측하여, 저시멘트 콘크리트의 28일 압축강도를 합리적으로 예측할
것으로 판단된다.
Table 4 Compressive strength of specimens
|
Specimen
|
Compressive strength (MPa) at different ages
|
|
Experiment
|
Prediction
|
|
1 days
|
3 days
|
28 days
|
fib 2010
|
Yang et al.
|
|
40-60
|
36.7
|
38.0
|
46.4
|
46.4
|
46.4
|
|
30-70
|
35.5
|
36.3
|
45.9
|
45.9
|
45.8
|
|
75-25
|
34.9
|
36.4
|
46.6
|
46.6
|
46.5
|
3.3 압축강도 발현
Fig. 2는 변수에 따른 실험체들의 압축강도 발현율을 나타내었다. 압축강도 발현율은 재령에 따른 압축강도($f_{cm}(t)$)를 재령 28일 압축강도($f_{cm}(28)$)로
나누어 나타내었다. 동일 그림에 KDS 14 20 00(KCI 2023)의 모델로부터 평가된 결과를 함께 나타내었다. 저시멘트 콘크리트인 40-60 및 30-70 실험체의 재령 1일 압축강도 발현율은 75-25에 비해
각각 1.05배 및 1.02배 증가하였으며, 재령 3일 압축강도 발현율은 각각 1.04배 증가하였다. 즉, 저시멘트 콘크리트는 GGBS가 다량 함유되었음에도
불구하고 초기 강도는 기준 실험체와 동등 이상으로 나타났다. KDS 14 20 00(KCI 2023)은 시간에 따른 콘크리트의 강도 발현 $f_{cm}(t)$, 시멘트의 종류 및 양생 방법에 따른 강도 발현속도($\beta_{cc}(t)$)를 다음과
같이 제시하고 있다.
여기서 $f_{cm}$은 28일 평균 압축강도, $t$는 재령일, $\beta_{sc}$는 시멘트 종류에 따른 상수로서 증기양생한 일반 콘크리트의
경우 0.15를 제시하고 있다. 일반 콘크리트인 75-25 실험체의 재령 1일 및 3일 압축강도 발현율은 KDS의 예측 식에 비해 각각 31.5 %
및 8.2 % 높았다. PC1200 치환 저시멘트 콘크리트는 1일 및 3일 재령에서 KDS의 예측 식에 비해 각각 33.7 % 및 9.9 % 높게
평가되었다. 이는 천연 무수석고와 메타칼슘계 재료에 의한 재령 초기 에트린자이트 형성 촉진이 원인으로 판단된다(Lothenbach et al. 2011). 또한 실리카 흄의 충전 효과로 조직을 치밀화하여 초기강도 발현 및 포졸란 반응에 의한 장기강도 발현을 보조한 것으로 판단된다(Juenger and Siddique 2015). 이러한 증기양생 조건에서 저시멘트 콘크리트의 강도 발현 특성을 반영하기 위해 실험 결과를 기반으로 회귀분석을 수행하였다. 그 결과 식 (2)의 강도 발현 계수인 $\beta_{sc}$는 0.086으로 제시할 수 있다. 이 값은 KDS 기준 식의 0.15에 비해 현저히 낮은 값이다.
Fig. 2 Compressive strength development
3.4 응력-변형률 관계
Fig. 3에는 각 실험체의 응력-변형률 관계를 나타내었다. 동일 그림에 fib 2010(2013)의 모델식 및 Yang et al.(2014) 모델에 의한 예측 값을 함께 나타내었다. 실험체 40-60 및 30-70의 응력-변형률 관계는 기존 배합인 75-25와 같이 포물선 거동을 보였다.
모든 실험체는 변형률이 약 0.0022~0.0025에서 최대 응력을 보였으며, 이후 취성거동인 연화현상을 보였다. 또한 모든 실험체는 응력-변형률
관계의 상승부 및 하강부에서 비슷한 기울기를 보였다.
두 예측 모델과의 비교에서 Yang et al.(2014)의 모델은 초기 기울기, 최대 응력 이후 기울기 및 최대응력 시 변형률에 대해 실험 결과를 잘 예측하였다. fib 2010(2013)에서 제시하는 응력-변형률 관계 모델은 응력-변형률 관계의 하강 기울기에 대해 실험 결과 대비 다소 과대평가되었다. 즉, 프리캐스트 저시멘트 콘크리트의
응력-변형률 거동은 일반 콘크리트에서와 같이 압축강도에 의해 지배되며 Yang et al.(2014) 모델에 의해 합리적인 평가가 가능할 것으로 판단된다.
Fig. 3 Comparisons of measured and predicted stress-strain curves
3.5 탄성계수
Table 5에는 각 실험체들의 $E_c$를 나타내었다. 또한 ACI 318-25(2025), fib 2010(2013), KDS 14 20 00(KCI 2023)의 예측 값 그리고 Yang et al.(2014)의 예측 모델 값과의 비교를 위해 실험 값을 예측 값으로 나누어 동일 표에 나타내었다. 실험 결과, 실험체 40-60 및 30-70의 $E_c$는
75-25의 $E_c$와 비슷하게 나타났다. 이는 저시멘트 콘크리트의 탄성계수는 일반 콘크리트에서와 같이 압축강도에 의해 지배됨을 의미한다.
fib 2010, ACI 318-25 및 KDS 14 20 00의 예측 식은 콘크리트의 $E_c$ 산정 시 $\rho_c$가 반영되지만 보통중량콘크리트의
경우 $\rho_c$를 고려하지 않는다. 본 연구의 경우 보통중량콘크리트에 해당하므로 설계기준에 따른 예측 값 산정 시 콘크리트의 $\rho_c$를
고려하지 않았다. 반면 Yang et al.(2014) 모델은 콘크리트의 압축강도와 단위용적질량의 함수로 $E_c$를 결정한다. 실험체 40-60, 30-70 및 75-25에서 $\rho_c$는 각각
2,350 kg/m3, 2,343 kg/m3 및 2,300 kg/m3으로 측정되었다. 실험 값과 예측 값 비교 결과, ACI 318-25(2025), KDS 14 20 00(KCI 2023) 및 Yang et al.(2014) 모델의 예측 값은 실험 값과 비슷하게 나타났으나, fib 2010(2013) 모델의 예측 값은 과대평가하였다. 즉, 저시멘트 콘크리트의 $E_c$는 ACI 318-25(2025) 및 KDS 14 20 00(2023)에 따라 합리적으로 평가될 수 있다고 사료된다.
Table 5 Modulus of elasticity of specimens
|
Specimen
|
$E_c$ (MPa)
|
$(E_c)_{\text{Exp.}}/(E_c)_{\text{Pre.}}$
|
|
Exp.
|
ACI 318-25
|
fib 2010
|
Yang et al.
|
KDS 14 20
|
|
40-60
|
31,656
|
0.98
|
0.88
|
1.04
|
0.98
|
|
30-70
|
30,691
|
0.97
|
0.87
|
1.03
|
0.97
|
|
75-25
|
31,888
|
0.99
|
0.89
|
1.05
|
0.99
|
3.6 쪼갬 인장강도
Table 6은 각 배합 실험체들의 $f_{sp}$를 예측 모델과 비교하였다. 예측 값은 fib 2010(2013)과 Kwon et al.(2021)이 제안한 예측 식을 적용하여 산정하였다. 실험체 40-60, 30-70 및 75-25의 $f_{sp}$는 각각 3.75 MPa, 3.66 MPa
및 3.96 MPa로 측정되었다. fib 2010(2013)과 Kwon et al.(2021)의 모델을 이용한 $f_{sp}$ 예측 값은 모든 실험체에서 유사하게 나타났다.
Table 6 Splitting tensile strength of specimens
|
Specimen
|
$f_{sp}$ (MPa)
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$(f_{sp})_{\text{Exp.}}/(f_{sp})_{\text{Pre.}}$
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Exp.
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fib 2010
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Kwon et al.
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40-60
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3.75
|
0.97
|
0.97
|
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30-70
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3.66
|
0.95
|
0.95
|
|
75-25
|
3.96
|
1.02
|
1.02
|
3.7 휨 강도
Table 7은 실험체에 따른 $f_r$을 fib 2010, ACI 318-25 및 Kwon et al. 모델의 예측 모델과 비교하여 나타내었다. 예측 모델의
적합성은 실험 값과 예측 값의 비($(f_r)_{\text{Exp.}}/(f_r)_{\text{Pre.}}$)로 평가하였다. 휨 강도 실험 결과,
$f_r$은 실험체 40-60에서 5.11 MPa, 30-70에서 4.94 MPa, 75-25에서 5.26 MPa로 측정되었다. 모든 실험체는 휨
균열의 발생과 동시에 최대 휨 내력에 도달하였다. Kwon et al.(2021) 및 fib 2010(2013) 모델을 이용한 $(f_r)_{\text{Exp.}}/(f_r)_{\text{Pre.}}$ 값은 모든 실험체에서 1.0 수준으로 평가되었다. 반면
ACI 318-25(2025)는 모든 실험체에서 $(f_r)_{\text{Exp.}}/(f_r)_{\text{Pre.}}$이 1.18 이상으로 과소평가하는 경향을 보였다. 즉,
저시멘트 콘크리트의 인장 저항성은 일반 콘크리트에서와 같이 압축강도에 의해 지배받으며, Kwon et al.(2021) 모델에 의해 합리적으로 평가될 수 있다고 판단된다.
Table 7 Flexural strength of specimens
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Specimen
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$f_r$ (MPa)
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$(f_r)_{\text{Exp.}}/(f_r)_{\text{Pre.}}$
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fib 2010
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ACI 318-25
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Kwon et al.
|
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40-60
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5.11
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0.94
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1.21
|
1.00
|
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30-70
|
4.94
|
0.91
|
1.18
|
0.97
|
|
75-25
|
5.26
|
0.96
|
1.24
|
1.03
|
3.8 전단 강도
실험체 75-25, 40-60 및 30-70의 $\tau_v$는 각각 7.01 MPa, 6.62 MPa 및 6.58 MPa로 나타났다. 고로슬래그
미분말을 다량 치환한 콘크리트의 전단 강도는 일반 콘크리트에 비해 최대 6 % 낮게 나타났지만, 그 차이는 적었다. GGBS가 다량 치환될수록 C-S-H
형성과 초기 미세구조 발달이 지연되어 콘크리트의 전단저항이 감소될 수 있다(Elsayed et al. 2022;
Zeyad et al. 2022). 하지만 이 연구의 PC1200 다량 치환 배합에서는 전단성능 저하가 중요하게 나타나지 않았다.
3.9 건조수축 변형률
Fig. 4는 각 실험체의 건조수축 변형률을 재령 28일까지 나타내었다. 기준 실험체 75-25 대비 저시멘트 콘크리트인 40-60 및 30-70의 건조수축
변형률은 28일 기준 17.3 % 및 32.9 % 감소하였다. Zhang et al.(2024)은 고로슬래그 미분말 입자 및 수화생성물이 콘크리트 내 공극을 충전하여 모세관에서 발생하는 인장을 완화하기 때문에 건조수축을 저감한다고 보고하였다.
또한 석고의 에트린자이트 형성은 건조수축 저감에 효과적일 수 있다(Chen et al. 2025). 본 연구에서도 고로슬래그 미분말의 치환율이 증가함에 따라 건조수축 변형률이 감소하는 경향을 나타내어, 고치환 슬래그 사용이 프리캐스트용 저시멘트
콘크리트의 건조수축 저감에 유리함을 확인하였다.
동일 그림에 ACI 209(2008) 및 fib 2010(2013)의 모델식 및 실험 결과에 기반한 Yang et al.(2013)의 모델을 함께 나타내었다. 이 모델들은 콘크리트의 건조수축 평가에 있어서 혼화재의 영향을 고려하지는 않는다. ACI 209(2008)의 모델식은 재령 초기에 40-60 실험체의 실험 결과와 비슷하게 평가되었으나, 재령 7일 이후에는 재령이 증가함에 따라 과대평가되는 경향을 보였다.
반면 fib 2010(2013) 및 Yang et al.(2014)의 예측 모델은 전 구간에서 40-60과 비교했을 때 합리적으로 예측하였다. 반면 30-70의 건조수축은 모든 재령일에서 예측 모델에 비해 적게 측정되었다.
이는 설계기준 및 Yang et al.(2014)의 건조수축 예측 모델에서 GGBS 치환에 의한 배합 특성을 반영하지 않았기 때문으로 판단된다.
Fig. 4 Unrestrained drying shrinkage of specimens
4. 결 론
이 연구에서는 PC 공법에서 요구되는 성능을 만족할 수 있는 저시멘트 콘크리트 배합을 개발하였다. 저시멘트 콘크리트에 고려된 주요 변수는 고로슬래그
기반의 PC1200 제품의 치환율(60 % 및 70 %)이다. 저시멘트 콘크리트의 역학적 특성 및 건조수축 거동을 일반 배합인 고로슬래그 미분말 25
% 치환 콘크리트와 비교하였다. 본 연구의 실험 범위는 PC1200 제품의 치환율 및 양생 조건이 제한되므로, 다양한 물-결합재비 및 양생 조건에서의
역학적 특성과 내구성능에 관한 후속 연구가 필요하다. 실험 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.
1) 저시멘트 콘크리트는 증기양생 조건에서 재령 1일 압축강도가 목표 강도인 30 MPa보다 높게 나타났다. 결과적으로 증기양생 조건의 저시멘트 콘크리트에서
KDS 14 20 00의 강도 발현계수는 0.086으로 제시될 수 있었다.
2) 저시멘트 콘크리트의 재령 28일 압축강도는 약 45 MPa 수준으로서 일반 콘크리트와 동등 수준으로 나타났다.
3) 저시멘트 콘크리트의 응력-변형률 관계, 탄성계수, 인장저항성 및 전단저항성은 일반 콘크리트와 동등 수준이었다. 이들 특성은 압축강도에 의해 지배되므로
Yang et al. 및 Kwon et al.의 모델을 이용하여 합리적으로 평가될 수 있었다.
4) 저시멘트 콘크리트의 건조수축 변형률은 일반 콘크리트에 비해 약 17~33 % 감소하였다.
감사의 글
이 논문은 정부(과학기술정보통신부)의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 연구이며(No. RS-2022-NR068989), 2026년 경기대학교
대학원 연구원 장학생 장학금 지원에 의하여 수행되었음.
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